Sprödbruchverhalten hochfester Schrauben großer Abmessungen bei tiefen Temperaturen

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1 Fachthemen Natalie Stranghöner Christoph Lorenz Markus Feldmann Sandro Citarelli Wolfgang Bleck Sebastian Münstermann Victoria Brinnel DOI: /stab Sprödbruchverhalten hochfester Schrauben großer Abmessungen bei tiefen Temperaturen Hochfeste Schraubengarnituren des Systems HV werden in hochbeanspruchten Stahltragwerken als vorgespannte Verbindungen ausgeführt. Vermehrt werden diese Garnituren auch in großen Abmessungen bis M72 z. B. in Windenergieanlagen eingesetzt. Die Verbindungen werden demnach nicht nur statischen und dynamischen Lasten ausgesetzt, sondern auch tiefen Tem peraturen. Bei sonst gleichen Randbedingungen gilt, dass die Sprödbruchgefährdung von Stahlbauteilen mit zunehmender Erzeugnisdicke steigt. Dies gilt prinzipiell auch für größer werdende Schraubendurchmesser. Da bislang keine systematischen Untersuchungen zur Bewertung der Sprödbruchneigung von HV-Schrauben großer Abmessungen existieren und die Werkstoffwahl zur Vermeidung von Sprödbruch von Schrauben nicht durch DIN EN abgedeckt ist, werden derzeit für größere Schraubendurchmesser höher legierte Stähle verwendet. Im Rahmen des IGF-Forschungsvorhabens Sprödbruch von hochfesten Schrauben großer Abmessungen bei tiefen Temperaturen wurden systematische Untersuchungen zum Tieftemperaturverhalten von HV-Schrauben der Abmessungen M24 bis M64 durchgeführt, um die Sprödbruchgefährdung dieser Bauteile zu bewerten. Der Beitrag stellt die wichtigsten Untersuchungs ergebnisse und Schlussfolgerungen des Forschungsvorhabens vor. Stichworte: HV-Schraube; Tieftemperaturverhalten; Windenergieanlage; EN Brittle fracture of high-strength bolts of large diameters at low temperatures. High-strength structural bolting assemblies of the system HV are executed as preloaded bolting assemblies in highly loaded steel structures. More often these bolting assemblies are used up to M72 e. g. in wind energy towers. In addition to static and fatigue loads, these connections are exposed to low temperatures. In case of equal boundary conditions, the risk of brittle fracture increases with increasing thickness of the steel material. In principle, this relation also applies to increasing bolt diameters. Since no systematic investigations into the tendency to brittle fracture of high-strength bolts with large diameter exist and the choice of steel material to avoid brittle fracture of high-strength bolts is not covered in EN , high-strength bolts of large diameters are made of higher alloyed steels. In the frame of the IGF-project Brittle Fracture of High-Strength Bolts of Large Diameters at Low Temperatures systematic investigations into the low temperature behaviour of high-strength bolts of the system HV were carried out for bolt diameters from M24 to M64 to assess the risk of brittle fracture for these components. This article presents the main results and conclusions achieved in the research project. Keywords: bolts of the HV system; low temperature behaviour; wind energy tower; EN Einleitung Hochfeste Schraubengarnituren des Systems HV nach DIN EN [1] und [2] (bis M36) bzw. DASt- Richtlinie 021 [3] (bis M72) werden als vorgespannte Verbindungen in höchstbeanspruchten Stahltragwerken eingesetzt. Die großen Durchmesser bis M72 werden dabei vor allem in den Türmen von Windenergieanlagen eingesetzt, wo sie neben statischen und dynamischen Lasten auch tiefen Temperaturen ausgesetzt sind. Allgemein bekannt ist, dass eine zunehmende Erzeugnisdicke von Stahlbauteilen mit einer Erhöhung der Sprödbruchgefährdung einhergeht. Dies gilt prinzipiell auch für größer werdende Schraubendurchmesser. Da bislang keine systematischen Untersuchungen zur Bewertung der Sprödbruchgefährdung von HV-Schrauben existierten, werden für zunehmende Schraubendurchmesser höher legierte Stähle verwendet. In der Regel werden HV-Schrauben der Festigkeitsklasse 10.9 nach DIN EN aus den Vergütungsstählen 32CrB4 (1.7076) bzw. 36CrB4 (1.7077) als Ringmaterial nach DIN EN [4] hergestellt. Für Schraubendurchmesser ab M39 wird Stabmaterial aus 34CrNiMo6 (1.6582) bzw. 30CrNiMo8 (1.6580) nach DIN EN [5] verwendet. In DIN EN werden Mindest-Kerbschlagarbeitswerte bei Raumtemperatur gefordert, diese betragen für 34CrNiMo6 unabhängig vom Durchmesser 45 J und für 30CrNiMo8 in Abhängigkeit vom Stabdurchmesser zwischen 30 J und 45 J. Für die Stähle 32CrB4 und 36CrB4 werden in DIN EN keine Kerbschlagarbeitswerte gefordert. Die Materialeigenschaften der fertigen Schrauben sind in DIN EN ISO [6] spezifiziert. Hier wird eine Mindestkerbschlagarbeit von 27 J bei 20 C gefordert. Schrauben, die den Anforderungen nach DIN EN ISO entsprechen, sind in einem Temperaturbereich von 50 C bis +150 C einsetzbar. Zwar wird DIN EN ISO als Bezugsnorm für die in DASt-Richtlinie 021 behandelten Schrauben mit Durchmessern M39 verwendet, jedoch ist DIN EN ISO auf Schraubendurchmesser bis M39 begrenzt. Inwieweit der Anwendungsbereich der Schrauben auch auf große Durchmesser bis M72 übertragbar ist, war bislang noch nicht geklärt. Im Rahmen des IGF-Forschungsvorhabens N Sprödbruch von hochfesten Schrauben großer Abmessungen bei tiefen Temperaturen, welches am Institut für Metall- und Leichtbau der Universität Duisburg-Essen (Pro- Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin Stahlbau 87 (2018), Heft 1 17

2 jektkoordinator) in Kooperation mit dem Institut und Lehrstuhl für Stahlbau und Leichtmetallbau sowie dem Institut für Eisenhüttenkunde, beide RWTH Aachen, durchgeführt wurde, wurden erstmals systematische Untersuchungen zur Sprödbruchgefährdung von HV-Schrauben beim Einsatz bei tiefen Temperaturen durchgeführt. Ziel war die Bewertung der Sprödbruchneigung von HV-Schrauben großer Abmessungen und die Erarbeitung eines Sprödbruchkonzepts für HV-Schrauben in Anlehnung an das vorhandene Sprödbruchkonzept für Baustähle nach DIN EN [7]. 2 Das Sprödbruchkonzept der DIN EN Die Stahlsortenwahl zur Vermeidung von Sprödbruch erfolgt nach DIN EN Hiernach gibt es drei Methoden für die Sprödbruchnachweis: die Auswahl einer geeigneten Stahlgüte oder Einhaltung einer maximal zulässigen Blechdicke anhand von Tabellenwerten, ein bruchmechanischer Nachweis oder ein experimenteller Nachweis mit bauteilähnlichen Prüfkörpern. Ausführliche Beschreibungen des Sprödbruchkonzepts und der möglichen Nachweise gegen Sprödbruch sind u. a. in [8] bis [12] dargestellt. Zum besseren Verständnis der durchgeführten Untersuchungen werden an dieser Stelle in vereinfachter Form die Grundlagen der Tabellenwerte in DIN EN dargestellt. 2.1 Bruchmechanischer Zähigkeitsnachweis Dem Sprödbruchnachweis nach DIN EN liegt ein bruchmechanisches Konzept zugrunde, das annimmt, dass ein Anfangsriss der Größe a 0 in einem Bauteil vorhanden ist und bei einer Prüfung übersehen wurde. Dieser Riss wächst unter einer Ermüdungsbeanspruchung an und kann zu einem Spaltbruch infolge instabilen Risswachstums führen. Zur Vermeidung von Sprödbruch wurde ein Konzept zur Wahl einer ausreichenden Werkstoffzähigkeit unter besonderer Beachtung der Ermüdungsbeanspruchung entwickelt. Weitere maßgebende Einflussfaktoren auf die Sprödbruchgefahr sind die Einsatztemperatur, die Erzeugnisdicke, das Beanspruchungsniveau, die Beanspruchungsgeschwindigkeit sowie die Bauteilgeometrie. Für den bruchmechanischen Nachweis ausreichender Materialzähigkeit wurde das vereinfachte Failure Assessment Diagramm angewandt (Bild 1). Das Failure Assessment Diagram beschreibt den Grenzzustand der sicher ertragbaren Spannung in Abhängigkeit von der bruchmechanischen Beanspruchung in Form eines unter Berücksichtigung von Kleinbereichsfließen modifizierten Spannungsintensitätsfaktors K* appl,d und der bruchmechanischen Zähigkeit K mat sowie des Fließens des Nettoquerschnitts. Im Grenzzustand lässt sich somit auch die Versagensform, spröde oder duktil, voraussagen. Unter Verwendung des Failure Assessment Diagrams lässt sich damit zwar unter geeigneten Rissannahmen der Nachweis eines Bauteils gegen Sprödbruch führen, hierfür sind allerdings bruchmechanische Kennwerte erforderlich. In den Produktnormen für Erzeugnisse aus Baustählen werden Zähigkeitsanforderungen jedoch nicht in Form von bruchmechanischen Kennwerten, sondern über Anfor- Bild 1. Vereinfachtes Failure Assessment Diagramm (FAD) Fig. 1. Simplified Failure Assessment Diagram (FAD) derungen an die Kerbschlagarbeit bei gegebenen Prüftemperaturen definiert. Um die Anwendung des Sprödbruchkonzepts für die Praxis zu erleichtern, wurde der bruchmechanische Nachweis zunächst mit Hilfe der Master-Curve nach Wallin [13] bis [15] in einen Temperaturnachweis überführt, bei dem auf der Widerstandsseite nur eine Zähigkeitsanforderung in Form der bruchmechanischen Übergangstemperatur T 100 steht. Diese Anforderung lässt sich unter Verwendung der modifizierten Sanz-Korrelation, die die bruchmechanische Übergangstemperatur T 100 mit der Übergangstemperatur der Kerbschlagbiegeversuchs T 27J korreliert, als Anforderung an die T 27 -Temperatur formulieren, welche wiederum als Zähigkeitsanforderung gemäß Produktnorm gefordert wird. Für den praktischen Nachweis gegen Sprödbruch sind in DIN EN letztendlich die Mindestanforderungen in Abhängigkeit der Einsatztemperatur, des vorhandenen Spannungsniveaus, der Stahlsorte und der Stahlgüte in Form von maximal zulässigen Blechdicken tabelliert. 2.2 Übertragbarkeit des Sprödbruchkonzepts auf HV-Schrauben HV-Schrauben unterscheiden sich sowohl in der Geometrie und damit im Beanspruchungszustand als auch in den verwendeten Werkstoffen von den in DIN EN zugrundegelegten Flachprodukten aus Baustahl. Aus diesem Grund galt es für die Entwicklung eines Sprödbruchkonzeptes für hochfeste Schrauben, die folgenden Fragestellungen zu klären: Mit welchem bruchmechanischen Ersatzmodell lassen sich Schraubengarnituren großer Abmessungen beschreiben? Welche Rissannahmen müssen getroffen werden? Welche Betriebsbeanspruchungen liegen vor und welches Ermüdungsrisswachstum muss bei der Ableitung der Zähigkeitsanforderungen unterstellt werden? 18 Stahlbau 87 (2018), Heft 1

3 Wie lässt sich die bruchmechanische Übergangskurve der verwendeten legierten und vergüteten Stähle beschreiben, die klassischerweise im Maschinenbau eingesetzt werden? Welche Korrelationen zwischen T 27J und T 100 sind für diese Stähle gültig? Im vorliegenden Beitrag werden die wichtigsten Ergebnisse des Forschungsvorhabens zusammengefasst. Eine ausführliche Darstellung aller Ergebnisse des Forschungsvorhabens ist [16] zu entnehmen. 3 Experimentelle Untersuchungen zum Tieftemperaturverhalten Zur Charakterisierung des Tieftemperaturverhaltens von HV-Schrauben wurden umfangreiche experimentelle Untersuchungen durchgeführt, die sich in Materialuntersuchungen und Bauteilversuche in Form von Tieftemperaturversuchen an Schraubengarnituren unterscheiden lassen. Die Materialuntersuchungen umfassten neben Zugversuchen an den Schrauben (Garniturenzugversuche nach DIN EN [17], Zugversuche an Ganzschrauben nach DIN ISO 898-1) Zugversuche an aus den Schrauben entnommenen Rundzugproben bei verschiedenen tiefen Temperaturen, instrumentierte Kerbschlagbiegeversuche Tabelle 1. Untersuchte Schraubendurchmesser und Werkstoffe Table 1. Investigated bolt diameters and materials Schraubendurchmesser M24 M36 M48 M64 Werkstoff 36CrB4 36CrB4 33MnCrB5 34CrNiMo6 nach DIN EN ISO [18] bzw. DIN EN ISO [19], Anziehversuche nach DIN EN [20], Bruchmechanikversuche nach ASTM E 1820 [21] und Versuche zur Bestimmung der Rissfortschrittskonstanten nach ASTM E 647 [22]. Die Bauteilversuche umfassten Ermüdungsversuche an Schrauben der Durchmesser M36 und M64 sowie statische Versuche an vorgespannten und nicht vorgespannten Schraubengarnituren bei tiefen Temperaturen sowie an Schrauben, in die zuvor ein künstlicher Ermüdungsanriss eingebracht wurde. Insgesamt wurden vier Schraubendurchmesser M24, M36, M48 und M64 untersucht, wobei sich die Bauteilversuche auf die Schraubendurchmesser M36 und M64 beschränkten. Tabelle 1 gibt eine Übersicht über die untersuchten Schraubendurchmesser und die zugehörigen Werkstoffe. 3.1 Materialuntersuchungen Zur Beschreibung des Spannung-Dehnung-Verhaltens der Schraubenmaterialen und als Eingangsparameter für die numerischen Modelle wurden Zugversuche an aus den Schrauben entnommenen Rundzugproben bei Raumtemperatur, 30 C, 70 C und 120 C durchgeführt. Die Ergebnisse der Zugversuche sind in Tabelle 2 zusammengefasst. Erwartungsgemäß erhöht sich die Festigkeit mit tiefer werdender Temperatur. Ein signifikanter Einfluss der tiefen Temperatur auf die Bruchdehnung lässt sich nicht erkennen. Da sich die bei unterschiedlichen Temperaturen ermittelten Fließkurven nur durch unterschiedliche Festigkeitswerte, jedoch nicht durch den Kurvenverlauf unterscheiden, wurden Temperaturkorrekturfunktionen abgeleitet, die es erlauben, die Fließkurven auch in andere, nicht geprüfte Temperaturbereiche zu verschieben und für numerische Simulationen zu nutzen. Die Temperaturkorrek- Tabelle 2. Zusammenfassung der Versuchsergebnisse der Zugversuche bei tiefen Temperaturen Table 2. Summary of test results from tension tests at low temperatures Prüfkörper M24 M36 M48 M64 Material 36CrB4 36CrB4 33MnCrb5 34CrNiMo6 Temperatur in C R p0,2 % in N/mm 2 R m in N/mm 2 A in % RT RT RT RT Z in % Stahlbau 87 (2018), Heft 1 19

4 wurden die Messwerte mittels einer Tangens-Hyperbolicus- Funktion approximiert: KV ( T)= A 1+ tanh T B. (2) C Hierbei sind A, B und C Koeffizienten, mit der die Funktion mittels der Methode der kleinsten Fehlerquadrate optimiert wird, KV die Kerbschlagarbeit und T die Temperatur. Nach Bestimmung der Koeffizienten lässt sich die T 27J - Temperatur durch Einsetzen von KV = 27 J und Umstellen von Gl. (2) nach der Temperatur wie folgt bestimmen: T = tanh 1 27 J 27J A 1 C+ B. (3) Bild 2. Gemittelte Temperaturkorrektur Kurve Fig. 2. Mean value temperature shift function Die experimentell ermittelten Kerbschlagarbeitswerte sowie die berechneten T 27J -Temperaturen sind in Tabelle 4 zusammengestellt. Die Ergebnisse zeigen zunächst, dass die real vorhanden Kerbschlagarbeitswerte bei 20 C deutlich über der Mindestanforderung von 27 J liegen bzw. dementsprechend die ermittelten T 27J -Temperaturen deutlich unterhalb von 20 C liegen. Zusätzlich lässt sich erkennen, dass die Probenlage (Schaftbereich oder Gewinde) keinen signifikanten Einfluss auf die Kerbschlagarbeitswerte in der Tieflage haben. Exemplarisch sind in Bild 3 die Kerbschlagarbeit-Temperatur-Kurven sowie die Kraft- Verformung-Kurven bei 80 C des Schraubendurchmessers M64 beider Probenlagen gegenübergestellt. Der Vergleich der Kraft-Verformung-Kurven bestätigt, dass die Probenlage keinen Einfluss auf das Ergebnis des Kerbschlagbiegeversuchs hat. Die Bruchmechanikversuche wurden für alle Schraubendurchmesser durchgeführt und nach dem Masterturfunktionen der vier untersuchten Schraubenwerkstoffe wurden anschließend in eine mittlere Temperaturkorrekturfunktion überführt (s. auch Bild 2): ( ) f(t) = 0, ,125 exp 0, t. (1) Zur Beschreibung des Bruchzähigkeitsverhaltens wurden instrumentierte Kerbschlagbiegeversuche und Bruchmechanikversuche durchgeführt. Für alle Schraubendurchmesser wurden Charpy-V-Proben sowohl aus dem Kern des Schaftes als auch im randnahen Bereich aus den Gewinden entnommen und mit jeweils drei Proben je Prüftemperatur bei verschiedenen Temperaturen getestet (s. exemplarisch Tabelle 3). Für die Versuchsauswertung Tabelle 3. Exemplarische Auswertung der Kerbschlagbiegeversuche Table 3. Principle of evaluation of Charpy impact tests Prüftemperatur in C Kerbschlagarbeit in J Mittelwert Tabelle 4. Ergebnisse der Kerbschlagbiegeversuche Table 4. Results of Charpy impact tests Schraubendurchmesser M24 M36 M48 M64 Material 36CrB4 36CrB4 33MnCrB5 34CrNiMo6 Probenlage KV -20 C = KV(T = 20 C) in J DKV -20 C = KV 20 C 27 J in J T 27J,exp in C DT 27J,exp = T 27J,exp T 27J,nom in K Gewinde ,3 34,3 Schaft ,9 33,9 Gewinde ,9 45,9 Schaft ,3 45,3 Gewinde ,3 51,3 Schaft ,0 53,0 Gewinde ,3 71,3 Schaft ,6 70,6 20 Stahlbau 87 (2018), Heft 1

5 Bild 3. Vergleich der Ergebnisse der Kerbschlagbiegeversuche für unterschiedliche Probenlagen; links: Probenentnahme aus dem Gewindebereich, Mitte: Probenentnahme aus dem Kernbereich des Schafts, rechts: Vergleich der Kraft-Durchbiegungs- Kurven bei 80 C Fig. 3. Comparison of the results of Charpy-Impact tests for different specimen location: left: specimens taken from the thread, middle: specimens taken from the shank, right: comparison of load-displacement curves at 80 C Bild 4. Master-Curve Auswertung exemplarische Darstellung für M64 Fig. 4. Master-Curve evaluation exemplary presentation for M64 Curve-Konzept nach ASTM E 1921 [23] ausgewertet. Die Master-Curve beschreibt den Tieflagenbereich und ermöglicht die Ableitung der bruchmechanischen Übergangstemperatur T 100, also die Temperatur, bei der die bruchmechanische Zähigkeit K mat den Wert 100 MPa m 1/2 annimmt. In Abhängigkeit der Versagenswahrscheinlichkeit P f lässt sich die Master-Curve durch Gl. (4) beschreiben: 0,25 1 KJc = 20+ ln 1 Pf exp( 0, 019 ( T T ) 100. Eine exemplarische Darstellung der Master-Curve-Auswertung für den Schraubendurchmesser M64 ist in Bild 4 dargestellt. Die ermittelten Übergangstemperaturen T 100 sind in Tabelle 5 zusammengefasst. (4) Bild 5. Korrelation zwischen bruchmechanischer Übergangstemperatur T 100 und Übergangstemperatur des Kerbschlagbiegeversuchs T 27J Fig. 5. Correlation between fracture mechanical transition temperature T 100 and transition temperature of Charpy- Impact tests T 27J Die bruchmechanischen Kennwerte erhielten Eingang in den bruchmechanisch basierten Sprödbruchnachweis (s. Abschnitt 3.1). Zur Definition von Mindestzähigkeitsanforderungen wurde in Analogie zum Sprödbruchkonzept nach DIN EN überprüft, inwieweit sich die bruchmechanische Übergangstemperatur T 100 mit der Übergangstemperatur des Kerbschlagbiegeversuchs T 27J korrelieren lässt. Die Gegenüberstellung der beiden Übergangstemperaturen für die untersuchten Schraubenwerkstoffe ist in Bild 5 dargestellt. Wie in Bild 5 zu erkennen ist, lassen sich die bereits vorhandenen Korrelationen zwischen bruchmechanischen Kennwerten und Kerbschlag- Tabelle 5. Bruchmechanische Übergangstemperaturen T 100 Table 5. Fracture mechanical transition temperatures T 100 M24 36CrB4 M36 36CrB4 M48 33MnCrB5 M64 34CrNiMo6 Temperatur T 100 in C 65,78 66,30 78,48 106,92 Stahlbau 87 (2018), Heft 1 21

6 Tabelle 6. Versuchsprogramm der statischen Bauteilversuche Table 6. Overview of performed static component tests Schraubendurchmesser ohne künstlichen Anriss bei 30 C Versuchsanzahl je Versuchskonfiguration mit künstlichem Anriss bei Raumtemperatur mit künstlichem Anriss bei 30 C mit künstlichem Anriss bei 50 C 2) M M64 1) / ) aufgrund der Festigkeitssteigerung konnten die Schrauben M64 nicht ohne künstlichen Anriss bei tiefer Temperatur getestet werden 2) tiefst mögliche Temperatur für M64, die Schraubendurchmesser M36 wurden bei 70 C geprüft Summe Schraubenschaft implantierten DMS gemessen. Zur Versuchsdurchführung wurden die Schraubengarnituren zunächst bei Raumtemperatur vorgespannt und anschließend auf die erforderliche Prüftemperatur heruntergekühlt und getestet. Der Versuchsaufbau für die Schraubengarnituren des Durchmesser M36 ist in Bild 6 dargestellt. Aufgrund der Festigkeitssteigerung infolge der tiefen Temperatur konnten die Schrauben der Durchmesser M64 nicht ohne künstlichen Anriss bei 30 C getestet werden. Da sich kein Einfluss der Vorspannung auf die erreichten Maximalkräfte und Bruchdehnungen zeigte, wurde für die übrigen Bauteilversuche auf das Vorspannen verzichtet. Alle Schrauben mit künstlichem Anriss wurden bei Raumtemperatur und bei 30 C geprüft. Als tiefste Prüftemperatur konnte für die Schrauben des Durchmessers M36 70 C und für die Schrauben des Durchmessers M64 50 C prüftechnisch realisiert werden. Bild 7 zeigt die ermittelten Kraft-Verformung-Kurven der statischen Versuche an den Schraubendurchmessern M36. Die Kurve der Schrauben ohne künstlichen Anriss verläuft steiler, da hier aufgrund der Vorspannung zunächst das Klemmpaket getestet wurde, welches eine höhere Steifigkeit gegenüber den reinen Schrauben aufweist. Mit Überwindung der Klemmkraft bei ca. 610 kn zeigt sich dieselbe Steigung in den Kraft-Verformung-Kurven. Zur besseren Vergleichbarkeit zwischen vorgespannten und nicht vorgespannten Verbindungen wurden die Verformungen bei 650 kn auf den Wert 0 normiert (s. Bild 7). Die Verläufe der Kraft-Verformung-Kurven in Bild 7 zeigen zunächst, dass aufgrund der künstlich eingebrachten Risse die erreichten Maximalkräfte sowie die aufnehmbare Dehnung erwartungsgemäß geringer ausfallen als bei den Schrauben ohne künstlichen Anriss. Unter Berücksichtigung der natürlichen Streuungen, die sich auch in unterschiedlichen eingeschwungenen Anfangsrisslängen und damit auch in Maximalkraft und Bruchdehnung widerspiegeln, zeigt sich, dass die tiefe Temperatur keinen signifikanten Einfluss auf die Versuchsergebnisse hat. Nur eine Schraube zeigt bei 70 C eine vergleichsweise geringe plastische Dehnung, die übrigen Schrauben liegen sowohl bei Dehnungen als auch bei Maximalkräften zwischen den Ergebnissen bei Raumtemperatur und bei 30 C. Sprödbrüche konnten bei keiner der untersuchten Schrauben beobachtet werden. Bild 8 zeigt die ermittelten Kraft-Verformung-Kurven der Schraubendurchmesser M64. Für die großen Schraubendurchmesser ergeben sich vergleichbare Ergebnisse wie für die kleineren Schraubendurchmesser M36. Die Versuche bei 50 C weisen im Mittel keine geringeren Traglasbiegeversuch auch auf die untersuchten Schraubenwerkstoffe anwenden. 3.2 Bauteilversuche Zur Bewertung der Sprödbruchneigung der untersuchten HV-Schrauben und zur Validierung der entwickelten numerischen Modelle wurden Bauteilversuche an HV-Garnituren der Durchmesser M36 und M64 bei tiefen Temperaturen durchgeführt. Eine bruchmechanische Bewertung erfordert zwingend das Vorhandensein scharfer Anrisse. Aus diesem Grund wurden die Versuche sowohl an Schraubengarnituren ohne Vorschädigung als auch an Schraubengarnituren durchgeführt, in die zuvor ein künstlicher Kerb in den ersten tragenden Gewindegang eingebracht und anschließend durch eine Ermüdungsbeanspruchung scharf eingeschwungen wurde. Das Versuchsprogramm der statischen Versuche ist in Tabelle 6 zusammengefasst. Um den Einfluss der Vorspannung auf das Tragverhalten zu untersuchen, wurden die Schraubengarnituren bei den zuerst durchgeführten Versuchen ohne künstlichen Anriss bei 30 C auf das Vorspannkraftniveau F p,c nach DIN EN vorgespannt: Fp,C = 0,7 fub A s. (5) Hierbei ist f ub die nominelle Zugfestigkeit der Schraube und A s der Spannungsquerschnitt. Die Vorspannkraft wurde gezielt am Anziehprüfstand für mechanische Verbindungsmittel am Institut für Metall- und Leichtbau der Universität Duisburg-Essen eingebracht und mittels im Bild 6. Versuchsaufbau für Bauteilversuche an Schraubengarnituren M36 bei tiefen Temperaturen Fig. 6. Test setup for component tests at bolting assemblies of diameter M36 at low temperatures 22 Stahlbau 87 (2018), Heft 1

7 Bild 7. Versuchsergebnisse der statischen Bauteilversuche Schraubendurchmesser M3; links: Übersicht, rechts: auf 650 kn normierte Kurven Fig. 7. Test results of static component test bolt diameter M36; left: overview, right: load-displacement curves normalised at 650 kn Kerbschlagbiegeversuch miteinander korrelieren lassen. Im Rahmen der Traglastversuche bei tiefen Temperaturen an HV-Schrauben der Durchmesser M36 und M64, in die zuvor eine künstliche Kerbe und ein Ermüdungsriss in den ersten tragenden Gewindegang eingebracht wurden, konnte eindeutig experimentell nachgewiesen werden, dass bis zu einer Einsatztemperatur von 70 C (M36 36CrB4) bzw. 50 C (M64 34CrNiMo6) keine Sprödbruchgefahr besteht. Ein Einfluss der Vorspannung auf die erreichten Maximalkräfte und Verformungen beim Bruch konnte ebenfalls nicht festgestellt werden. 4 Entwickelte Berechnungsmodelle Bild 8. Versuchsergebnisse der statischen Bauteilversuche Schraubendurchmesser M64 Fig. 8. Test results of static component test bolt diameter M64 ten und Dehnungen beim Bruch auf als die Versuche bei 30 C. Auch bei den Schraubendurchmessern M64 zeigt sich, dass die Verformungen für die Schrauben mit künstlichem Anriss in den plastischen Bereich reichen. Sprödbrüche konnten auch hier nicht festgestellt werden. Zusätzlich zu den statischen Versuchen wurden Ermüdungsversuche an Schrauben mit und ohne künstlichem Anriss durchgeführt. Die Versuchsergebnisse dienten im Wesentlichen zur Kalibrierung des bruchmechanischen Berechnungsmodells, weswegen auf diese Versuchsergebnisse im Rahmen dieses Beitrags nicht weiter eingegangen wird. 3.3 Bewertung der Versuchsergebnisse Die untersuchten Schraubenwerkstoffe weisen sehr gute Zähigkeitseigenschaften bei tiefen Temperaturen auf, was die niedrigen Übergangstemperaturen T 100 und T 27J sowie der geringe Einfluss der Temperatur auf die Bruchdehnungen im Zugversuch belegen. Es konnte gezeigt werden, dass sich auch für die untersuchten Schraubenwerkstoffe die Übergangstemperaturen aus Bruchmechanik- und Zur Bewertung der Sprödbruchgefährdung von hochfesten Schrauben großer Abmessungen bei tiefen Temperaturen sind zum einen die oben beschriebenen Untersuchungen auf der Materialseite erforderlich, um das Zähigkeitsdargebot von HV-Schrauben großer Abmessungen zu quantifizieren, zum anderen müssen die Zähigkeitsanforderungen ermittelt werden, die sich aus dem Einsatzbereich dieser Schrauben ergeben. Dies erfolgte durch numerische Simulationen an Finite-Elemente-Modellen, die zuvor anhand von experimentellen Ergebnissen validiert wurden. Im Rahmen des Projektes wurden zwei verschiedene Methoden zur Quantifizierung von Zähigkeitsanforderungen untersucht: schädigungsmechanische Methode und bruchmechanische Methode Der Ansatz über schädigungsmechanische Modelle findet immer mehr Anwendung. Dies ist dadurch begründet, dass sowohl für die Beschreibung spröden als auch zähen Versagens zahlreiche Modelle zur Verfügung stehen, die den wesentlichen Vorteil gegenüber der Bruchmechanik haben, dass keine Initialschädigung im Material unterstellt werden muss. Parallel zu den schädigungsmechanischen Untersuchungen wurde ebenfalls der Ansatz über bruchmechanische Modelle betrachtet, welche sich durch jahrzehntelange Forschung insbesondere zur Beschreibung spröden Versagens etabliert haben und bereits die Grundlage für Stahlbau 87 (2018), Heft 1 23

8 4.1.1 Wesentliche Einflussfaktoren Bild 9. Verlauf von K t über die Gewindelänge f Fig. 9. Development of K t over thread length f das in DIN EN implementierte Sprödbruchkonzept bilden. 4.1 Bruchmechanisch basiertes Berechnungsmodell Unter der Annahme linear-elastischen Materialverhaltens mit begrenzter plastischer Zone vor der Rissspitze kann das sogenannte K-Konzept angewandt werden. Hierbei gibt es für zahlreiche Standarddetails in der Literatur eine Vielzahl an Handrechenformeln zur einfachen Ermittlung der Spannungsintensitätsfaktoren (SIF). Aufgrund der komplexen Geometrie und Spannungszustände von Schraubengewinden ist die Erfassung der Spannungsintensitätsfaktoren jedoch nur mit Hilfe aufwendiger FEM- bzw. BEM-Software möglich. Im Rahmen von Voruntersuchungen konnte gezeigt werden, dass die dreidimensionale Modellierung der Gewindesteigung und ihre Vernachlässigung zu gleichwertigen Ergebnissen in Bezug auf die relevanten Spannungskonzentrationen im Gewindekerbgrund führen (s. Bild 9). Aus diesem Grund erfolgten die numerischen Untersuchungen auf Grundlage von axialsymmetrischen FE-Modellen, die in Bezug auf Zeit- und Rechenintensität eine nennenswerte Optimierung verglichen mit einer dreidimensionalen FE-Berechnung darstellen. Mit Hilfe von Parameterstudien wurden anschließend weitere maßgebende Einflussparameter auf die Zähigkeitsanforderungen in Form von Spannungsintensitätsfaktoren definiert und untersucht. Auf dieser Grundlage konnten schließlich für die maßgebenden Schraubenkonfigurationen verschiedener Schraubendurchmesser entsprechende Spannungsintensitätsfaktoren ermittelt werden, mit denen wiederum Rissfortschrittsberechnungen zur Validierung mit den experimentellen Ermüdungsuntersuchungen durchgeführt wurden. Die Untersuchung der maßgeblichen Einflussfaktoren auf die bruchmechanischen Ergebnisse erfolgte zunächst durch Betrachtung von örtlichen Spannungen. Dabei wurden die gemäß Bild 10 maßgeblichen Spannungskonzentrationen am Übergang zwischen Schraubenkopf und Schraubenschaft, zwischen Schraubenschaft und freiem Gewinde sowie am ersten tragenden Gewindegang betrachtet, wobei letzterer i. d. R. die höchsten Spannungskonzentrationen bei reiner axialer Beanspruchung aufweist. Die Ergebnisse sind nachfolgend kurz zusammengefasst: Die Gewindesteigung kann bei der FE-Modellierung vernachlässigt werden. Das axialsymmetrische FE-Modell führt zu gleichwertigen dreidimensionalen Ergebnissen (axiale Beanspruchung). Das Flankenspiel im gepaarten Gewinde hat einen Einfluss auf die Höhe der Spannungskonzentrationen im Bereich des ersten tragenden Gewindegangs: je geringer das Flankenspiel desto höher die Spannungskonzentrationen. Für axialsymmetrische Modelle muss der Mutterauslauf aus einem vollständigen Gewindegang bestehen (f = 0) (vgl. Bild 11). Die Reibung hat insbesondere bei überlagerter Torsion einen Einfluss auf die Höhe der Spannungskonzentrationen. Die Klemmlänge hat für rein axial beanspruchte Schraubenverbindungen keinen Einfluss. Das Anziehen der Schraube führt zu einer Erhöhung der örtlichen Spannungen infolge von Torsion. Die Torsionsbeanspruchung im gepaarten Gewinde ist allerdings nur für quasi-statische Simulationen zu berücksichtigen. Für zyklische Untersuchungen kann sie vernachlässigt werden Rissannahmen Ein während der Fertigung und Montage bzw. des Betriebs entstandener Anfangsfehler kann relativ realitätsgetreu Bild 10. Ideeller Verlauf der Spannungskonzentrationen für eine unter zentrischem Zug beanspruchte Schraube nach [24] Fig. 10. Ideally distribution of stress concentration for a bolt under tension load 24 Stahlbau 87 (2018), Heft 1

9 Bild 13. Schematischer Ablauf bei der manuellen Rissfortschrittssimulation Fig. 13. Flow chart of manually simulated crack growth Bild 11. Darstellung des Mutterauslaufquerschnitts an unterschiedlichen Stellen Fig. 11. End of the nut threads cross section at different locations durch einen halbelliptischen Anriss gemäß [12] angenommen werden. Hierbei muss allerdings unterschieden werden, ob der Riss infolge zyklischer Beanspruchung weiter anwächst (Ermüdung) oder ob ein quasi-statischer Zustand vorherrscht. Während für letzteres die Annahme der oben genannten Fehlergeometrie berechtigt ist, müssen für zyklische Beanspruchungen weitere Annahmen getroffen werden. In experimentellen zyklischen Voruntersuchungen konnte gezeigt werden, dass nach einigen tausend Lastwechseln der halbelliptische Anfangsriss in einen dem Gewinde entlang umlaufenden Riss übergeht (s. Bild 12). Folglich wurde ein auf der sicheren Seite liegender umlaufender Riss als Anfangsfehlergröße für die weiteren zyklischen Berechnungen angenommen Ermittlung von Spannungsintensitätsfaktoren Zur Beschreibung des zyklischen Rissfortschrittverhaltens müssen Rissfortschrittsberechnungen durchgeführt werden, die die Kenntnis der Spannungsintensitätsfaktoren für die jeweiligen untersuchten Rissgrößen erfordern. Die Güte der Ergebnisse hängt dabei mit dem gewählten Risszuwachs Da zusammen. Eine feine Unterteilung (kleines Bild 14. Vergleich der SIF-Verläufe für manuell und automatisiert (M36) Fig. 14. Comparison of SIF development for manual and automatic simulation (M36) Da) erreicht eine genauere Lösung, sie erfordert allerdings mehr SIF-Ergebnisse. Vor dem Hintergrund unterschiedlicher Beanspruchungen und Schraubenkonfigurationen zu untersuchen, wurden im Rahmen des Projektes zunächst SIF-Näherungsformeln gemäß Bild 13 hergeleitet. Diese konnten durch rechenintensive automatisierte Rissfortschrittsberechnungen auf Grundlage eines eigens entwickelten Programmiercodes in der FE-Software ABAQUS exemplarisch validiert werden (vgl. Bild 14) Bruchmechanische Nachrechnung der Ermüdungsversuche Bild 12. Übergang vom halb-ellitptischen zum umlaufenden Riss Fig. 12. Change over from semi-elliptical to circular crack Die bruchmechanische Nachrechnung der Ermüdungsversuche diente zur Validierung der zuvor beschriebenen hergeleiteten SIF-Näherungslösungen im Hinblick auf eine adäquate Vorhersage des Rissfortschritts. Hier muss zwischen den Ermüdungsversuchen an Proben ohne und mit künstlichem Anriss unterschieden werden. Proben Stahlbau 87 (2018), Heft 1 25

10 Tabelle 7. Zusammenstellung der Rissdaten für M36 Table 7. Crack data set for M36 Probe Kerb eingeschwungener Riss in mm min max Mittel 1 0,88 6,65 0 2,53 1,27 2 1,25 6,2 0,6 2,75 1,68 3 1,35 6,22 0 3,5 1,75 4 1,38 6,7 0 2,78 1,39 5 1,5 6,0 0 3,1 1,55 6 1,3 6,1 0,5 1,9 1,2 ohne künstlichen Anriss weisen keine planmäßige Anfangsschädigung im Material auf, so dass diese theoretisch nicht bruchmechanisch nachgerechnet werden können. Unter Annahme einer sehr geringen Anfangsrissgröße a 0 = 0,1 mm wurden aus Vergleichsgründen auch die Ermüdungsversuche an Proben ohne künstlichen Anriss bruchmechanisch nachgerechnet. Für die Nachrechnung der Versuche mit künstlichem Anriss wurden die tatsächlich eingeschwungenen Anfangsrisslängen als Startwerte herangezogen (s. exemplarisch für den Schraubendurchmesser M36 Tabelle 7). Entgegen der Erkenntnisse aus Voruntersuchungen bildeten sich jedoch nicht immer umlaufende, sondern vielmehr sichelförmige Risse aus, die allerdings unter Annahme eines umlaufenden Risses der maximalen Risstiefe auf der sicheren Seite liegend abgedeckt wurden. Die Nachrechnung erfolgte unter Anwendung des Rissfortschrittsgesetztes nach Paris, welches die stabile Riss ausbreitung erfasst. Hierzu werden die Paris-Konstanten C und m verwendet, die im Rahmen dieses Projektes anhand von Rissfortschrittsversuchen an Kleinproben ermittelt wurden. Die im Paris-Gesetz verwendeten bruchmechanischen Kenngrößen können herangezogen werden, sofern linearelastisches Materialverhalten mit begrenzter lokaler plastischer Zone vor der Rissspitze vorherrscht (Kleinbereichsfließen). Der Einfluss der lokalen plastischen Dehnungen Bild 15. Plastische Zone vor Rissspitze in grau für a = 0,5 mm (links) und a = 6 mm (rechts) Fig. 15. Plastic area around crack tip (grey) for a = 0,5 mm (left) and a = 6 mm (right) auf den Spannungsintensitätsfaktor kann durch Anwendung des Failure Assessment Diagramms (FAD) gemäß [12] berücksichtigt werden, in dem neben dem bruchmechanischen Nachweis zur Bewertung der Zähigkeit gegen sprödes Versagen das Ausmaß der Querschnittsplastizierung hinsichtlich plastischen Kollaps bzw. Zähbruch bewertet wird (s. auch Bild 1). Für die Nachrechnung der Versuche wurden die gleichen Lastniveaus untersucht und die Ergebnisse anschließend im Rahmen einer linearen Regressionsanalyse mit der Steigung m = 3 ausgewertet. Dies erfolgte sowohl mit als auch ohne Berücksichtigung der plastischen Zone vor der Rissspitze (mit und ohne FAD). Die Ergebnisse der Nachrechnung für die Versuche an Schrauben mit und ohne künstlichen Anriss sind in Bild 16 dargestellt. Für die Ergebnisse an den Schrauben mit künstlichem Anriss ergeben sich, bedingt durch die uneinheitlichen Anfangsschädigungen, größere Streuungen. Für beide Varianten (mit und ohne künstlichen Anriss) ergeben sich für die Berechnung ohne FAD genauere Übereinstimmungen zwischen Experiment und Simulation. Dies ist darauf zurückzuführen, dass aufgrund der hohen Mittellast bereits nach einem geringen Risswachstum große plastische Zonen entstehen, die ein rechnerisch duktiles Bild 16. Wöhlerdiagramm für Schraubendurchmesser M36 Vergleich Experiment und Nachrechnung; links: Schrauben ohne künstlichen Anriss, rechts: Schrauben mit künstlichem Anriss Fig. 16. Wöhler-curves for bolt diameter M36 comparison experiment and recalculation; left: non-precracked bolts, right: precracked bolts 26 Stahlbau 87 (2018), Heft 1

11 Versagen in Form von Nettoquerschnittsfließen hervorrufen. Die plastischen Bereiche vor der Rissspitze nehmen jedoch so hohe Ausmaße an, dass die linear-elastische Bruchmechanik eigentlich nicht mehr angewendet werden kann (s. Bild 15). Die elastisch-plastische Bruchmechanik würde hier nur zum Teil Abhilfe schaffen. Geeigneter sind schädigungsmechanische Methoden, mit denen das vollständige duktile Materialversagen bis zum Bruch beschrieben werden kann. 4.2 Schädigungsmechanisch basiertes Berechnungsmodell Die schädigungsmechanischen Berechnungen nutzen das lokale Spaltbruchvorhersagemodell nach Beremin [25] und [26], um die Sprödbruchauslösung zu beschreiben. Dieses Modell basiert auf der Betrachtung des lokalen Spannung- Dehnung-Feldes an der Rissspitze, um eine Versagenswahrscheinlichkeit P für die Spaltbruchauslösung zu ermitteln (s. Gl. (6)). Dies geschieht durch eine Berücksichtigung der Weibullreferenzspannung s u, des Weibullmoduls m und der Weibullspannung s w. = σ m P 1 exp w σ. u Bild 17. Simuliertes Schraubenmodell zur schädigungsmechanischen Bestimmung der Versagenswahrscheinlichkeit Fig. 17. Screw model for a determination of the failure probability by damage mechanics modelling Im Rahmen des Forschungsvorhabens wurde ein Verfahren angewendet, mit dessen Hilfe die Beremin-Versagens- (6) parameter durch eine Simulation der durchgeführten bruchmechanischen Versuche mit Bezug auf die ermittelte oder eine vorgegebene z. B. nominelle Master-Curve ermittelt werden können. Das Verfahren sowie die für die untersuchten Schraubenstähle ermittelten Parameter sind in [27] erläutert und aufgeführt. Hierbei zeigte sich eine Temperaturabhängigkeit der ermittelten Weibullparameter. Diese wurden anschließend in der Simulation der getesteten Schrauben (s. Bild 17) eingesetzt, um die Wahrscheinlichkeit der Sprödbruchauslösung zu bestimmen und die Vorhersagekraft des schädigungsmechanischen Modells zu testen. Die Simulation des Schraubenmodells ohne Anriss prognostiziert bis zur nominellen Mindestbruchkraft von 850 kn korrekt, dass kein Sprödbruch eintritt, da die Versagenswahrscheinlichkeit bei 0 bleibt (s. Bild 18). Eine korrekte Vorhersage der Sprödbruchwahrscheinlichkeit kann von den Modellen mit Anriss, der hier ebenfalls umlaufend abgebildet wurde, nicht wiedergegeben werden (s. Bild 19). Hier wird ein Sprödbruch bereits bei geringer Verformung prognostiziert. Da jedoch im Versuch auch mit Anriss kein Sprödbruch detektiert wurde, ist die Modellvorhersage in diesem Fall zu konservativ. 4.3 Bewertung der Berechnungsmodelle Zur Bewertung der Sprödbruchneigung von HV-Schrauben großer Abmessungen und zur Ableitung von nominellen Mindestzähigkeitsanforderungen wurden ein bruchmechanischer und ein schädigungsmechanischer Berechnungsansatz verfolgt. Bei der Nachrechnung der experimentellen Untersuchungen zeigte sich eine gute Übereinstimmung zwischen bruchmechanischer Berechnung und tatsächlichen Versuchsergebnissen. Bei der Verwendung von nominellen Zähigkeitseigenschaften führte das bruchmechanische Modell zu sehr konservativen Ergebnissen. Eine Ableitung von nominellen Mindestanforderungen an die Zähigkeit konnte nicht vorgenommen werden. Hierfür ist zunächst zu untersuchen, ob entweder das bruchmechanische Modell sehr konservativ ist, oder ob die Berechnungsergebnisse damit zu erklären sind, dass die realen Zähigkeitseigenschaften die nominellen Mindestanforderungen deutlich überschreiten. Da sich die Versuchsergebnisse gut rechnerisch abbilden lassen, scheint das Modell nicht zu Bild 18. Ergebnis der schädigungsmechanischen Schraubensimulation M36 ohne Anriss Fig. 18. Results of screw simulation M36 using damage mechanics without a crack Stahlbau 87 (2018), Heft 1 27

12 Bild 19. Ergebnis der schädigungsmechanischen Schraubensimulation M36 mit Anriss Fig. 19. Results of screw simulation M36 using damage mechanics with a crack konservativ zu sein. Zielführend sind demnach weitere Bauteiluntersuchungen zur Ableitung eines Sicherheitselements, das die Unterschiede zwischen nominellen und tatsächlichen Materialeigenschaften berücksichtigt. Der schädigungsmechanische Ansatz liefert für nicht vorgeschädigte Schrauben eine zuverlässige Vorhersage der Versagenswahrscheinlichkeit. Unter Annahme eines vorhandenen Anrisses führt dieser Ansatz jedoch bereits unter Verwendung der vorhandenen Materialeigenschaften zu sehr konservativen Ergebnissen. Eine Ableitung von Mindestanforderungen nach dem schädigungsmechanischen Ansatz liefert demnach auch sehr konservative Ergebnisse. Für eine wirtschaftliche Prognose der Sprödbruchwahrscheinlichkeit ist das Schädigungsmodell im Rahmen von zukünftigen Forschungsaktivitäten weiter zu entwickeln. 5 Zusammenfassung und Ausblick Im Rahmen des IGF-Forschungsvorhabens Sprödbruch von hochfesten Schrauben großer Abmessungen bei tiefen Temperaturen konnte experimentell nachgewiesen werden, dass bei der Verwendung der derzeit eingesetzten Schraubenstähle im Einsatzbereich bis 50 C (34CrNiMo6) bzw. 70 C (36CrB4) keine Sprödbruchgefahr besteht. Zur Ableitung eines geeigneten Konzepts zur Definition von Mindestanforderungen an die Materialeigenschaften oder einer minimalen Einsatztemperatur sind die auf Grundlage der Versuchsergebnisse entwickelten Berechnungsmodelle derzeitig jedoch noch zu konservativ bzw. die Versuchsdatenbasis zu gering. Entsprechende Empfehlungen würden damit zu unwirtschaftlichen Anforderungen führen. Zur Erstellung eines Sprödbruchkonzepts in Anlehnung an DIN EN sind weitere Versuchsreihen durchzuführen, um ein entsprechendes Sicherheitselement abzuleiten, das die Differenz zwischen nominellen und tatsächlich vorhandenen Materialeigenschaften berücksichtigt. So ist ein rechnerischer Nachweis gegen Sprödbruch unter Verwendung der nominellen Materialeigenschaften derzeit auch noch nicht wirtschaftlich möglich. Die experimentellen Untersuchungen konnten jedoch eindeutig zeigen, dass bei den derzeit verwendeten Schraubenstählen beim Einsatz bei tiefen Temperaturen keine Sprödbruchgefahr besteht. Danksagung Die vorgestellten Ergebnisse wurden im Rahmen des IGF- Forschungsvorhabens N Sprödbruch von hochfesten Schrauben großer Abmessungen bei tiefen Temperaturen erzielt. Das IGF-Vorhaben der Forschungsvereinigung Stahlanwendung e.v. (FOSTA) wurde über die AiF im Rahmen des Programms zur Förderung der industriellen Gemeinschaftsforschung (IGF) vom Bundesministerium für Wirtschaft und Energie aufgrund eines Beschlusses des Deutschen Bundestages gefördert. Die Autoren bedanken sich beim BMWi für die finanzielle Unterstützung, bei Herrn Dr. Gregor Nüsse, der FOSTA sowie den im projektbegleitenden Ausschuss mitwirkenden Industriepartnern für die Unterstützung und konstruktive Zusammenarbeit im Rahmen des Projektes. Literatur [1] DIN EN : : Hochfeste vorspannbare Garnituren für Schraubverbindungen im Metallbau Teil 4: System HV Garnituren aus Sechskantschrauben und -muttern; Deutsche Fassung EN :2015. [2] DIN EN : : Hochfeste vorspannbare Garnituren für Schraubverbindungen im Metallbau Teil 6: Flache Scheiben mit Fase; Deutsche Fassung EN :2015. [3] DASt-Richlinie 021: : Schraubenverbindungen aus feuerverzinkten Garnituren M39 bis M72 entsprechend DIN EN , DIN EN [4] DIN EN : : Walzdraht, Stäbe und Draht aus Kaltstauch- und Kaltfließpressstählen Teil 4: Technische Lieferbedingungen für Vergütungsstähle; Deutsche Fassung EN :2001. [5] DIN EN : : Vergütungsstähle Teil 3: Technische Lieferbedingungen für legierte Stähle; Deutsche Fassung EN :2006. [6] DIN EN ISO 898-1: : Mechanische Eigenschaften von Verbindungselementen aus Kohlenstoffstahl und legiertem Stahl Teil 1: Schrauben mit festgelegten Festigkeitsklassen Regelgewinde und Feingewinde (ISO 898-1:2013); Deutsche Fassung EN ISO 898-1:2013. [7] DIN EN : , Eurocode 3: Bemessung und Konstruktion von Stahlbauten Teil 1-10: Stahlsortenauswahl im Hinblick auf Bruchzähigkeit und Eigenschaften in Dickenrichtung; Deutsche Fassung EN : AC: Stahlbau 87 (2018), Heft 1

13 [8] Sedlacek, G., Höler, S., Kühn, B., Langenberg, P.: Bruchmechanische Methoden im Sicherheitssystem des Stahlbaus. Stahlbau 72 (2003), H. 9, S [9] Stranghöner, N.: Werkstoffwahl im Stahlbrückenbau. DASt- Forschungsbericht 4/2006, Düsseldorf: Stahlbau Verlags- und Service GmbH [10] Langenberg, P.: Bruchmechanische Sicherheitsanalyse anrißgefährdeter Bauteile im Stahlbau. Band 14/95. Aachen: Shaker Verlag [11] Kühn, B.: Beitrag zur Vereinheitlichung der Europäischen Regelung für die Werkstoffwahl zur Vermeidung von Sprödbruch. Schriftenreihe Stahlbau RWTH Aachen, Heft 54, Aachen: Shaker Verlag [12] Sedlacek, G. et al.: Commentary and Worked Examples to EN Material Toughness and Through Thickness Properties and Other Toughness Oriented Rules in EN Editors: Geradin, M., Pinto, V. A., Dimova, S., JRC Publication N :JRC47278, [13] Wallin K.: Methodology for Selecting Charpy Toughness Criteria For Thin High Strength Steels, Part I: Determining the Fracture Toughness. Jernkontorets Forskning, Nr. 4013/89, TO40-05, VTT Manufacturing Technology, Finland, August [14] Wallin, K.: Methodology for Selecting Charpy Toughness Criteria for Thin High Strength Steels, Part II: Comparison with Other Models. Jernkontorets Forskning, Nr. 4013/89, TO40-06, VTT Manufacturing Technology, Finland, August [15] Wallin, K.: Methodology for Selecting Charpy Toughness Criteria for Thin High Strength Steels, Part III: Verification. Jernkontorets Forskning, Nr. 4013/89, TO40-31, VTT Manufacturing Technology, Finland, May [16] Stranghöner, N., Lorenz, C., Feldmann, M., Citarelli, S., Bleck, W., Münstermann, S., Brinnel, V.: Sprödbruch von hochfesten Schrauben großer Abmessungen bei tiefen Temperaturen. Abschlussbericht zum IGF-Forschungsvorhaben N, FOSTA Projekt-Nr. P1014, Veröffentlichung in Vorbereitung. [17] DIN EN : : Garnituren für nicht vorgespannte Schraubverbindungen im Metallbau Teil 1: Allgemeine Anforderungen; Deutsche Fassung EN :2016. [18] DIN EN ISO 148-1: : Metallische Werkstoffe Kerbschlagbiegeversuch nach Charpy Teil 1: Prüfverfahren (ISO 148-1:2016); Deutsche Fassung EN ISO 148-1:2016. [19] DIN EN ISO 14556: : Metallische Werkstoffe Kerbschlagbiegeversuch nach Charpy (V-kerb) Instrumentiertes Prüfverfahren (ISO 14556:2016); Deutsche Fassung EN ISO 14556:2015. [20] DIN EN : : Hochfeste vorspannbare Garnituren für Schraubverbindungen im Metallbau Teil 2: Eignung zum Vorspannen; Deutsche Fassung EN :2015. [21] ASTM E : Standard Test Method for Measurement of Fracture Toughness. [22] ASTM E : Standard Test Method for Measurement of Fatigue Crack Growth Rates. [23] ASTM E : Standard Test Method for Determination of Reference Temperature T 0 for Ferritic Steels in the Transition Range. [24] Schneider, W.: Schäden an Schraubenverbindungen. Kongressband Verbindungstechnik Köln. Heidelberg: Springer Verlag [25] Weibull, W. A.: Statistical theory of the strength of materials. Proceeding of Royal Swedish Institute for Engineering Research 151 (1939), pp [26] Weibull, W. A.: A statistical distribution function of wide applicability. Journal of Applied Mechanics 18 (1951), pp [27] Wu, B., Döbereiner, B., Piao, Z., Sabotke, B., Brinnel, V., Münstermann, S.: Determination of global and local cleavage fracture characteristics of high strength bolt steels. Materials Testing in press Autoren dieses Beitrages: Univ.-Prof. Dr.-Ing. habil. Natalie Stranghöner, natalie.stranghoener@uni-due.de, Christoph Lorenz, M.Sc., christoph.lorenz@uni-due.de Universität Duisburg-Essen, Institut für Metall- und Leichtbau, Universitätsstraße 15, Essen Univ.-Prof. Dr.-Ing. Markus Feldmann, feldmann@stb.rwth-aachen.de, Sandro Citarelli, M.Sc., s.citarelli@stb.rwth-aachen.de RWTH Aachen University, Institut und Lehrstuhl für Stahlbau Leichtmetallbau, Mies-van-der-Rohe-Straße 1, Aachen Univ.-Prof. Dr.-Ing. Wolfgang Bleck, bleck@iehk.rwth-aachen.de, Univ.-Prof. Dr.-Ing. Sebastian Münstermann, sebastian.muenstermann@iehk.rwth-aachen.de, Dr.-Ing. Victoria Brinnel, victoria.brinnel@iehk.rwth-aachen.de RWTH Aachen University, Institut für Eisenhüttenkunde, Intzestraße 1, Aachen Stahlbau 87 (2018), Heft 1 29